波形腹板–压型钢板混凝土组合箱梁是将压型钢板^[1]铺设于波形腹板钢箱梁上，通过连接件与钢箱梁上翼缘焊接，在压型钢板上现浇混凝土而成的新型组合结构。该新型组合梁桥除共有普通钢–混凝土组合梁桥特点的同时，还具备节省支拆模工序、提高施工效率、提高钢梁稳定性、作为施工作业平台以方便施工及压型钢板作为桥面板钢筋以减少顶板配筋等特点。波形腹板–压型钢板混凝土组合箱梁作为一种轻型化组合梁，有效解决了普通混凝土箱梁腹板易开裂和跨中下挠两大病害，并兼具良好的经济效益。

桥梁长期暴露于自然环境中，受日照、气温和寒潮等因素影响，箱梁结构温度呈现非线性分布。该非线性温度作用下桥面与内部形成的不均匀温度场通常会使结构产生较大的温度应力。日照作用下不同桥梁的温度场也存在较大差异，现有对桥梁温度效应的研究主要聚焦于传统的混凝土桥，而对组合结构桥梁温度作用的研究相对较少^[2]。组合梁中钢与混凝土热传导效率的显著差异（钢热传导系数约为混凝土的50倍）极易导致截面次应力的产生。对波形钢腹板组合箱梁桥的既有研究主要集中于结构地震响应^[3]、静动力性能^[4-6]、抗弯^[7]、抗剪^[8]及疲劳寿命^[9]等方面，而对其温度效应方面的研究较少。国内在钢–混凝土组合箱梁温度设计中主要参照《钢–混凝土组合桥梁设计规范》（GB 50917—2013）^[10]，而现行的各类规范中均未给出针对波形钢腹板组合箱梁桥温度梯度分布模式。鉴于该类新型桥梁的特点和桥梁的地域差异性，在工程应用中不宜简单套用规范梯度。目前，国外学者对波形钢腹板组合梁桥的温度效应研究主要聚焦于火灾引起的箱梁结构大变形^[11]和屈曲行为^[12]等方面，日照温度作用下的箱梁温度响应分布规律方面的研究甚少。在国内，Ma等^[13]基于90 d的持续温度观测，拟合得到了波形钢腹板组合箱梁桥的竖向温度梯度模式，并与现有规范进行了对比；Shan^[14]、徐向锋^[15]、强俊涛^[16]等对波形钢腹板组合梁桥展开现场温度实测，建立了波形钢腹板梁桥的温度场2维温度梯度模型；董旭等^[17]基于现场实测数据建立了波形钢腹板箱梁竖向和横向温度梯度数学计算模型。上述研究主要针对传统波形钢腹板组合梁桥的温度场分布规律和温度效应，对于底板采用加劲钢板、桥面板采用压型钢板–混凝土组合板的新型波形钢腹板组合箱梁桥，其热传导与传统波形钢腹板组合梁桥具有明显差异，且在日照温差作用下压型钢板对桥面板混凝土受力行为的影响尚不明确。

基于此，本文以甘肃省兰州市新区某波形钢腹板–压型钢板混凝土组合箱梁桥温度实测数据为基础，分析该桥的组合箱梁在日照作用下的温度时变特性，拟合梁体2维温度梯度函数，并通过MIDAS/FEA有限元软件计算梁体应力分布规律，探究压型钢板对箱梁温度效应的影响特征。所得结论可为该类新型组合箱梁的设计计算提供参考。

干旱寒冷地区简称干寒地区^[18-19]，其指最冷月平均气温为–10 ℃～0 ℃、日平均气温 ≤ 5 ℃的天数满足90～145 d、年降水量小于500 mm的地区。本文研究的背景桥梁（图1）位于甘肃省兰州市，据统计，该地区年平均降水量为327 mm，最冷月温度为–5.3 ℃，日平均气温 ≤ 5 ℃的天数超过100 d，属于典型的干寒地区。桥址位于103.62°E、36.515°N，海拔高度1942.6 m，年最高、最低日平均气温分别为38.8 ℃和–20.0 ℃，年平均气温约6.9 ℃，1月平均气温为–11.6 ℃（全年最低），7月平均气温为20.5 ℃（全年最高）。测试时间从2018–07–06T08：00到2019–07–08T06：00，温度测试频率为 2 h/次。

图1(Fig. 1)

图1 新型波形钢腹板组合箱梁桥现场 Fig. 1 New-pattern CSW composite box girder bridge field

该桥呈东北至西南走向，上部结构采用分离式组合箱梁，为钢底板–波形钢腹板–压型钢板混凝土组合桥面板组合截面。桥面宽度为20.0 m，下部结构为双柱长悬臂式桥墩，桥面铺装采用10 cm厚沥青混凝土。选取简支梁1/4跨附近2个截面作为温度观测截面（图2），每个截面设124个测点，沿桥轴线呈对称布置。单个箱室测点布置如图3所示。

图2(Fig. 2)

图2 梁截面示意图 Fig. 2 Schematic diagram of beam section

图3(Fig. 3)

图3 箱室温度测点布置图 Fig. 3 Layout of temperature measuring points in box

混凝土表面、波形腹板和钢底板的温度分布，采用DHFDE6830B测温仪进行温度采集，顶板混凝土内部采用埋置JMT–36C温度传感器采集，环境温度采用LCD–DTM280温度计采集。

年温变化作用引起的结构温度变化，主要影响桥梁结构的整体均匀温度，设计计算中通常按均匀温度考虑，其较日照温度作用更为简单。故本研究中未考虑年温差作用对结构的影响，仅考虑日照引起的结构温度效应。

从桥址环境温度变化的实测数据（图4）可看出，环境温度随时间变化规律基本呈正（余）弦曲线变化。日最高气温出现在14：00，最低气温出现在04：00。桥址最大日温差可达16 ℃。

图4(Fig. 4)

图4 桥址环境温度变化曲线 Fig. 4 Ambient temperature of the bridge site

经过定时量测得到了组合箱梁各点温度时程曲线，限于篇幅原因，本文取昼夜温差最大的温度实测数据（从2019–07–07T10：00到2019–07–08T08：00）进行分析。图5为各箱室顶、底和腹板关键点温度时程曲线。

图5(Fig. 5)

图5 箱梁关键点温度时程曲线 Fig. 5 Temperature–time curves of key points of box girder

由图5可知，箱梁各测点温度随时间呈弦曲线变化，最高温出现在16：00，最低温出现在04：00。由于钢箱梁良好的导热性能，使混凝土顶板和腹板同时达到温度极值。

相较于有限元数值模拟，现场实测温度场数据能够更为真实地反映出结构温度场的变化规律。然而，温度时程曲线数据量庞大，并不利于工程实践应用。因此，需运用数学方法对实测数据进行分析处理。本文采用测试顶面温度达最大值时刻的结构温度分布形式作为最不利温度梯度，故将16：00温度实测数据拟合为直观的函数形式。

主梁由混凝土和钢材两种材料组成，二者在结合部位温差显著，因此，拟合竖向温度梯度时以顶板和腹板交界面为界，采用分段函数形式表达。图6为在16：00时箱梁1^#～4^#箱室竖向温度变化情况。由于受到太阳入射角度和风速等因素的影响，各箱室竖向温度梯度存在一定差异性。组合梁温度设计中，对各箱室分别施加温度梯度函数势必会导致计算效率低下，目前规范均采用统一的温度梯度函数施加于主梁上。因此，本文基于最小二乘法通过MATLAB软件对各箱室温度进行拟合，得到了箱梁竖向拟合温度梯度。拟合时顶板温度梯度按线性函数拟合，如式（1）所示：

图6(Fig. 6)

图6 竖向温度梯度 Fig. 6 Vertical temperature gradient

钢腹板温度梯度以二次函数拟合为：

拟合结果如图6所示。

为了保证最不利温度场的时间同一性，仍选用在16：00时底板横向温度分布实测数据进行指数函数拟合，表达式为：

为了研究该类新型结构的温度效应，以采用30.0 m新型波形钢腹板组合箱梁的实际工程结构形式为研究对象。梁体钢结构部分采用全焊接钢梁，钢梁由U型主梁、横隔板和底板加劲肋组成；翼缘板底缘采用YXB76–305–915型开口压型钢板，顶板底缘采用YXB65–185–555型闭口压型钢板；钢腹板上翼缘板顶面设置剪力键与压型钢板–混凝土组合桥面板连为整体，栓钉间距为100 mm；单跨为4片组合小箱梁。

运用MIDAS/FEA软件建立背景工程精细化有限元模型。混凝土顶板采用六面体实体单元模拟，波形钢腹板、钢底板、压型钢板采用四节点板壳单元模拟，桥面板与腹板上缘钢板通过三弹簧单元模拟的剪力键连接，压型钢板与混凝土间采用接触单元生成粘结滑移边界面。该模型共1 187 219个节点，1 214 352个单元，如图7所示。

图7(Fig. 7)

图7 桥梁有限元模型 Fig. 7 Finite element model of the bridge

组合箱梁材料热物理参数如表1所示。

表1(Tab. 1)

表1 箱梁主要材料热物理参数 Tab. 1 Thermal physical parameters of box girder material

表1 箱梁主要材料热物理参数 Tab. 1 Thermal physical parameters of box girder material 材料 密度ρ/(kg·m–3) 导热系数 K/(W·(m·K)–1) 比热容 C/J·(kg·K)–1) Q345钢材 7850 58.2 480 C55混凝土 2550 2.3 900

现场实测和文献[20]研究表明，沿桥轴线方向桥梁温度分布较为均匀，通常可以忽略主梁顺桥向的微小温差，因此，对模型进行2维温度效应数值仿真分析。

目前，未有针对波形钢腹板组合梁桥温度梯度的规范，现行设计主要参照《钢−混凝土组合桥梁设计规范》（GB 50917—2013）考虑组合箱梁温度效应。此外，压型钢板在桥梁领域应用较少，非线性温度作用对混凝土桥面板受力特性的影响尚未可知。本文建立了有、无压型钢板的2种组合梁有限元模型，设计了6种荷载工况（表2）。对比现行规范与实测梯度的温度应力结果，分析压型钢板对混凝土桥面板的影响特点。

表2(Tab. 2)

表2 荷载工况 Tab. 2 Load conditions

表2 荷载工况 Tab. 2 Load conditions 工况 模型 温度梯度模式 1 有压型钢板 实测梯度 2 有压型钢板 规范梯度 3 无压型钢板 实测梯度 4 无压型钢板 规范梯度 5 有压型钢板 实测拟合梯度 6 无压型钢板 实测拟合梯度

通过有限元软件计算得到各工况下的梁体温度响应，分别取梁体1/6（1–截面）、1/3（2–2截面）和跨中（3–3截面）进行横向温度效应分析。

压型钢板–混凝土组合桥面板上缘横向应力如图8所示。由图8可以看出：1）1–1、2–2、3–3截面横向温度应力分布规律大体趋近，应力峰值均位于腹板上翼缘钢板与梁间压型钢板交界面上。2）在实测温度场作用下，各箱室间翼缘板上缘产生了较为可观的横向拉应力，最大超过2.4 MPa，各箱室中轴线处亦出现0.76～1.04 MPa的拉应力；在规范温度场作用下，桥面板上缘均为压应力。因此，对该类组合结构桥梁横向设计时，依据现行规范进行设计较不安全，对钢与混凝土间温差效应引起的横向应力必须予以高度关注。3）工程实践中，中轴线处为箱梁顶板最易开裂区^[21]。在实测梯度下，闭口型压型钢板使各箱室顶板中轴线上缘拉应力平均降低超过0.5 MPa，表明闭口型压型钢板对该区域抗裂有利。4）拟合温度梯度（工况5、工况6）与实测温度梯度（工况1、工况3）在各截面上应力分布规律基本一致。除1^#箱室在1–1截面上拟合梯度应力（下文简称拟合值）略小于实测梯度应力（下文简称实测值）外，在其他位置实测值均包络于拟合值，二者最大相对误差为6.9%。故采用本文拟合的温度梯度能较好保持计算精度，大幅提高计算效率且能保证桥梁安全性。

图8(Fig. 8)

图8 组合桥面板上缘横向应力 Fig. 8 Transverse stress on upper edge of composite deck

表3为压型钢板对桥面板上缘横向应力的影响。由表3对比工况1与工况3可知，实测温度梯度作用下压型钢板对桥面板上缘拉应力具有放大作用。组合桥面板在1–1、2–2、3–3截面横向拉应力峰值分别为2.42、1.48和1.43 MPa，较普通混凝土顶板分别提高17.4%、15.4%和16.6%。

表3(Tab. 3)

表3 压型钢板对桥面板上缘横向温度应力峰值的影响 Tab. 3 Effect of profiled steel sheet on the peak value of transverse temperature stress on upper edge of deck

表3 压型钢板对桥面板上缘横向温度应力峰值的影响 Tab. 3 Effect of profiled steel sheet on the peak value of transverse temperature stress on upper edge of deck 截面 工况1应力/MPa 工况3应力/MPa 应力差值/MPa 变化率/% 1–1 2.42 2.06 0.36 17.4 2–2 1.48 1.29 0.19 15.4 3–3 1.43 1.22 0.21 16.6

图9为跨中截面桥面板下缘横向应力，由图9可见，桥面板各特征截面下缘应力与上缘应力分布规律基本一致。

图9(Fig. 9)

图9 跨中截面桥面板下缘横向应力 Fig. 9 Transverse stress on lower edge of bridge deck in mid span section

由图9可得，工况1、工况2和工况5作用下，混凝土下缘最大横向拉应力分别为1.69、2.90和1.77 MPa，压型钢板最大横向拉应力分别为41.60、42.59和41.96 MPa。显然，本文拟合值与实测值较为接近，与规范值偏差较大。实测梯度下，桥面板与腹板交界面的温差效应使组合桥面板下缘混凝土出现0.33～1.69 MPa的横向拉应力，可能引起该区域混凝土开裂。

表4列出了跨中截面底板横向温度应力峰值。总体来看，底板横向应力实测值与拟合值很接近且大于规范值，底板最大应力仅为钢材屈服应力的10%。压型钢板使底板应力稍有增大，但可以忽略。

表4(Tab. 4)

表4 跨中截面各箱室底板横向应力峰值 Tab. 4 Peaks of transverse stresses in bottom slab of each box in mid span section

表4 跨中截面各箱室底板横向应力峰值 Tab. 4 Peaks of transverse stresses in bottom slab of each box in mid span section MPa 箱室 无压型钢板 有压型钢板 工况3 工况4 工况6 工况1 工况2 工况5 1# 31.99 28.13 31.86 32.64 28.54 31.54 2# 18.62 18.13 18.50 18.06 17.50 17.97 3# 12.07 11.37 11.99 12.06 11.39 11.96 4# 14.52 14.39 14.47 15.45 14.87 15.22

综上，新型波形钢腹板组合箱梁钢与混凝土接触面存在明显的温差，压型钢板对混凝土的约束作用引起的附加应力极易引起桥面板局部开裂。因此，简单套用规范计算西北干寒地区新型波形钢腹板组合箱梁的温度效应较不安全，该地区进行此类组合结构的温度效应计算时，建议根据桥址场地气象数据对其进行专项分析。

1) 日照温差作用下，新型波形钢腹板组合箱梁顶板与腹板交界面存在明显的温度梯度。翼缘板上缘、顶板–腹板交界面和各箱室中轴线处分别会出现最大达2.42、1.83和1.26 MPa的横向拉应力，极有可能导致桥面板开裂，在设计中应给予重视。

2) 实测温度梯度下，闭口型压型钢板使各箱室顶板中轴线上缘横向拉应力降低超过0.5 MPa，对桥面板受力有利，而开口型压型钢板使各箱室翼缘板上缘横向拉应力提高15%～18%，对桥面板抗裂不利。

3) 基于现场实测数据拟合出一种竖向分段多项式和横向指数函数组成的新型波形钢腹板组合箱梁2维温度梯度，可为该气候条件区域类似工程的温度效应计算提供必要参考。